アンチウイルスの機能限界に関する数値的研究

Scientific Reports volume 12、記事番号: 15240 (2022) この記事を引用

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メトリクスの詳細

軸流ファンの失速は、性能の低下、振動、騒音、低流量での流れの不安定性などの有害な現象に直接関係します。失速に対処するための一種の受動的制御方法として、アンチ失速フィン（ASF）と呼ばれる二次元プレートを独自に提案し、ケーシング内に取り付けました。本研究では、ASF が流路内の内部流れパターンに及ぼす影響を視覚的に調査し、その傾向を性能曲線を用いて考察した。続いて、ASF が空気力学的に導き出すことができるさまざまな設計パラメーターに対する ASF の機能制限が、この研究の主な焦点として提示されました。各 1 因子分析を実行し、ASF が機能を失った時点での内部流動パターンを並行して観察しました。半径方向の長さ、軸方向の長さ、フィンの数、および正の接線方向の角度に関して、ASF は不安定性を防ぐ限界までその機能をほぼ保持していましたが、特定の流量でその機能を根本的に失いました。アキシャルギャップと負の接線角度では、ASF は徐々にその機能を失いました。この研究は主に数値解析に基づいており、性能は実験テストによって検証されました。

流体機械の流量が低い場合、「失速」は入射角の増加によりさまざまな不安定性が生じる最も有害な現象の 1 つです。当分野でよく知られている理論的および経験的な議論に基づくと、失速流量に含まれる可能性のある不利な要因は次のとおりです。性能曲線上の正の勾配 (\(Q\) – \(P\) または\(\varPhi\)–\(\varPsi\))1,2; 入口通路内の逆流と回転失速3、4。ブレード変動応力5; 圧力変動6; 振動7,8; 騒音9、10。ここで、逆流はブレード（ローター）の前縁（LE）から発生し、流量が減少するにつれて翼長方向および流れ方向に徐々に増加する必要がありますが、圧力変動、振動、騒音などの他の要因による強度は大きくなる可能性があります。流量に反比例しないこと。それぞれの強度に関わらず、これらの失速流量要因を不安定にせずに抑制できれば、失速マージンの拡大により効率的な運転を確保することができます。ストールフリーシステムにより流量調整の幅が広がります。

したがって、研究者たちは何十年もの間、失速を制御しようと試みてきました。彼らの熱心な努力は、最終的には失速防止性能に結実しました。ただし、それぞれのデバイスは、場合によっては大小の不利な点に直面する可能性があります。コストと時間。複雑なデザイン。設置スペースとメンテナンス。設計仕様からのパフォーマンスの低下（または変更）。これらの欠点により、ストールを制御する各方法が産業分野で積極的に適用されることは躊躇されます。失速は、より実用的かつ簡単な方法で制御する必要があります。

私たち自身による一種のパッシブ制御方法として、アンチストールフィン（ASF）と呼ばれる二次元プレートをインレットケーシングの内側とシャフトに向けて取り付けることが提案されました11,12。設計プロセスでは、ASF の軸方向性 (角度; \(\beta\)) は考慮されていませんでした。これは、翼入口での絶対的な流れ角度が必然的に発生し、設計流量付近であっても性能の低下 (または変化) を引き起こすためです。つまり、ASF は 2 次元の幾何学的形状を示しました。この方法で得られる機能は次のとおりです。デバイスやシステムを操作する必要がありません。追加のスペースはありません。シンプルな構成。即時性（現場での溶接または固定、半永久的）。設計仕様に基づいて性能を保証。材質（鉄、ゴム、プラスチックなど）を問いません。とりわけ、この方法は \(Q\) – \(P\) 曲線上の正の勾配を完全に抑制することに成功しました。つまり、ASF では失速による不安定性の抑制が期待されました。ここで、耐失速性能の機能限界を考慮する必要がある。

本研究では、ASF が流路内の内部流れパターンに及ぼす影響を調査し、その傾向を性能曲線を用いて考察した。その後、ASF の機能的限界が分析され、この研究の主な焦点として提案されました。ここでは、ASF が空力学的に導出できるさまざまな設計パラメータに対して一種の一要素解析を実行し、ASF が機能を失った時点での内部流れパターンを並行して観察しました。設計パラメータは、ASF の半径方向長さ、軸方向長さ、軸方向ギャップ、フィンの数、および正および負の接線角度として選択されました。 ASF の機能制限の評価は、次の宣言に基づいて行われました。「\(Q\)–\(P\) 曲線上の流量範囲が 0.5 \({\varPhi }_{d}\) を超える負の勾配」 '。 ASF が各パラメータごとに機能を失う傾向があることについて、追加の議論が行われました。この研究は主に数値解析に基づいており、ASF の適用前後のパフォーマンスは実験テストによって検証されました。本研究は一般に数値収束が困難な低流量に関する研究であるため、数値解析における特定の手法として修正乱流モデルを適用しました。この結果は、最近誕生したASFの基礎データとなることが期待されます。 ASF を適用する際に各変数に制限がある場合、その結果は私たちの分野を参照する価値がある可能性があります。

一方、ASFを適用した軸流ファンは、図1に示すように一般産業で使用されていました。それはこの研究のプロトタイプです。表 1 に、設計仕様とパラメータを示します。 \(\omega\)、\(Q\)、\(P\)、\(\rho\)、\(c\)、\(u\)、\( r\)、\({\delta }_{t}\)、\(D\)、\(C\)、\(S\) は、角速度、体積流量、全圧、空気密度を表します。 25 °C、絶対速度、周速度、ファン半径、チップクリアランス、ファン直径、ブレード弦長、ブレードピッチ、および添字 2、\(m\)、\(h\)、\(s\ ) はそれぞれブレード出口、子午線コンポーネント、ファンハブ、ファンシュラウドを示します。ここでは、\({u}_{2}\) がブレード先端として割り当てられ、下付き文字 d は設計点を意味する可能性がありますが、省略されています (例: \({\varPhi }_{d}=\) 0.285)。

軸流ファンの典型的な組み立て。

図 2 は、テスト設備に接続された各軸流ファンの写真を示しています。「なし」の場合は、図 1 のような典型的なアセンブリを表します。中央の模式図の上下は、「ASF装着」の場合を拡大した子午面図と正面図におけるASFの設計パラメータを示しています。子午線面からは、次の 3 つのパラメータを実証できます。軸長 (\({l}_{a}\)); アキシャルギャップ (\(\delta\))。経験的な観点から見ると、 \(\delta\) が最も重要なパラメータになります。これは、ブレード LE からの逆流が主に低流量での不安定性を引き起こすという事実に基づいています。また，流量が減少すると逆流が流路内の広い領域を占めるようになるため，\({l}_{r}\) と \({l}_{a}\) を注目パラメータとみなした。フィンの数 (\(Z\)) と接線角度 (\(\theta\)) も正面図に表示できます。ここでは、\(\theta\) が人為的に割り当てられていますが、右の写真は \(\theta =\) 0° に対応する ASF を示しています。最終的に、上記の 5 つのパラメータが変数として選択されました。表 2 は、各パラメーターの変数範囲を示しています。参照セット (*) としてマークされた次元に基づいて、各変数に対して 1 因子分析が実行されました。基準セットに対応する構成を右の写真に示します (図 2)。 \({D}_{2}\) はファン（出口）の直径を示します。子午線平面上に表現できる\({l}_{r}\)、\({l}_{a}\)、\(\delta\)を可変範囲ごとに図3に示します。 \(Z\) は円周方向に等ピッチで対称を保ったまま解析し、\(\theta\) は曲率のない二次元形状を保ったまま解析しました。なお、楕円率はLE、TEともに1(半円)とした。厚さは一般的な用途を考慮して一定になるように設計されています。この研究におけるガイドベーンの寸法と同じ寸法でした。

設計パラメータの写真と概略図: なしの場合 (左)。 ASFを装着した場合（右）。径方向の長さ (\({l}_{r}\))、軸方向の長さ (\({l}_{a}\))、および軸方向のギャップ (\(\delta\)) の子午面 (中央上部) ); フィンの数 (\(Z\)) と接線角 (\(\theta\)) の正面図 (中下)。

(a) 半径方向の長さ (\({l}_{r}\))、(b) 軸方向の長さ (\({l}_{a}\))、および (c) 軸方向のギャップ (\(\デルタ\））。

レイノルズ平均ナビエ・ストークス (RANS) 方程式は 3 次元の流れ場で解かれ、有限体積法として離散化されました。この研究は等温 (25 °C) 条件を表しているため、エネルギー保存は無視されました。質量 (1) と運動量 (2) の保存は次のようになります。

ここで、 \(t\)、 \(U\) (\(V\) または \(W\) として置き換えることができます)、 \(x\) (\(y\) または \(z\ として置き換えることができます) ))、\({F}_{i}\) はそれぞれ時間、速度、座標、体積力を表し、角括弧内の項は粘性応力テンソル (\({\tau }_{ij }\)); これらは支配方程式としてのみ代入されます。ブレード先端の最大マッハ数は 25 °C で 0.09 と推定されたため (亜音速流、マッハ数 \(<\) 0.3)、時間の経過に伴う密度の変化はありません。一方、二次近似に基づいた高解像度の離散化手法が採用され、質量と運動量の二乗平均平方根 (RMS) 残差は \(1.0\times {10}^{-4}\) 以内に維持されました。 \(1.0\×{10}^{-5}\)。

乱流モデルに関しては、\(k\)–\(\omega\) ベースのせん断応力輸送標準 (SST Std.) モデルが回転機械に適していることが知られています。このモデルは、逆方向の正確な予測を提供するために開発されました。圧力勾配、特に流れの剥離の開始と量。ただし、滑らかな表面からの流れの分離は、渦粘性公式への輸送効果が含まれるため、逆の圧力勾配の影響下で誇張される可能性があります 13。予測される流れの分離は通常、過大評価されます。壁から発する分離せん断層の乱流レベルを強化するために、いわゆる「せん断応力輸送再付着修正 (SST RM)」と呼ばれる修正 SST モデルが提案されました 14: このモデルは \(k\) 方程式の追加のソース項を考慮しました 15 ,16 乱流生成の比率を確保します。乱流生成の比率は、大きな流れの剥離では大幅に超過する可能性があるため、低流量に焦点を当てるのがより適切です。 \(k\) 方程式における乱流の生成については、基本項 (\({P}_{k}\)) と修正項 (\({P}_{RM}\)) は次のように表すことができます。

ここで、\({\mu }_{T}\)、\(S\)、\(k\)、\(\Omega\)、\(\omega\)、\(\nu\) は乱流粘度を表します、ひずみ速度の大きさ (\(\sqrt{2{S}_{ij}{S}_{ij}}\))、乱流の運動エネルギー、渦度の大きさ (\(\sqrt{2{\omega } _{ij}{\omega }_{ij}}\))、乱流渦周波数、動粘性率をそれぞれ表します。経験的には、SST Std. RM モデルは、設計流量に近いような弱い分離ではほとんど差がありませんでした17。ソースタームは流れの分離に条件付きの影響を与えました。また、格子系が粗い場合に効果が顕著であることも紹介されていましたが、今回のように格子系が非常に細かい場合でも効果は顕著に現れる可能性があるようです。この研究の検証ステップでは、SST Std. モデルは、\(Q\) – \(P\) 曲線上の正の勾配を含む失速流量付近で大きく異なる勾配を取得しましたが、SST RM モデルは比較的正確な予測を導き出しました 18。 SST RM モデルは、SST Std に対する上位互換性として理解されるべきではありません。この研究では、最後に SST RM モデルが適用されました。一方、乱流強度 (\({T}_{u}\)) とレイノルズ数 (Re) は、入口境界で約 4.84%、理想的な \({c}_{m}\) では 247,763 でした。なしの場合の各設計流量での値。

流路全体を図 4 に示します。入口流路には ASF が含まれており、失速流量下での好ましくない流れパターンを考慮して拡張されました。回転通路にはブレードが含まれており、シュラウド壁には逆回転状態が与えられている。出口通路にはガイドベーンが含まれていた。各界面にはステージ（ミキシングプレーン）法を適用した。ここで、ベルマウスとハブキャップは、真っ直ぐに延びる通路に比べて影響が小さいため考慮できなかった19。真っ直ぐに伸びた通路上の入口と出口の間の全圧力差は、実験テストから得られた全圧力からの顕著な偏差を示さなかった。これは、図 7 の性能曲線でさらに検証されることになる。壁関数は次のように選択された。自動化され、境界壁は滑らかで滑りにくい状態として処理されました。

後処理用の表示ウィンドウを備えた計算ドメインとグリッドシステム。

入口通路は四面体タイプで構成され、回転通路と出口通路は六面体タイプで満たされています（図4の拡大ウィンドウを参照）。グリッドテストは図5に示すように実施されました。何もない場合の設計流量でした。グリッドの収束を定量化するために、Roache20 によって確立されたグリッド洗練手法 (グリッドコンバージェンスインデックス; GCI) が採用されました。その結果、N1 セットに対応する収束性は 0.000297 と自己提案基準 21 よりも大幅に低い値と評価されました。数値結果は N1 セットではほとんど影響を受けず、グリッドシステムは N1 セットに対応する同じトポロジーで適用されました。

グリッド収束指数法に基づくグリッドテストの結果。

市販のソフトウェア ANSYS CFX 19.1 をシミュレーションに使用しました。ワークステーションの仕様は次のとおりです。 Intel® Xeon® CPU E5-2680 v2。デュアルプロセッサで2.80 GHzで動作。 80GBのランダムアクセスメモリ。 64 ビットオペレーティングシステム。並列計算。一連の定常状態シミュレーションの計算時間は約 26 時間でした。

この研究の実験プロセスと設備は国際基準に完全に準拠していました22。図6（または図2）に示すように、出口チャンバー構成を採用し、ファン出口とチャンバー入口の間にファン径の2倍の軸方向長さのストレートダクトを接続しました。チャンバー内の整流手段は適切な気孔率を確保していました23。相対湿度、気圧、乾球温度を測定して密度を計算しました。密度と回転速度はそれぞれ計算設定により同じ値として換算しました。流量はノズルで調整され、差圧 (\(\Delta {P}_{s}\)) から計算されました。ノズルの組み合わせでは測定できない流量範囲はチャンバーの後ろにあるサーボブロワーで処理され、これはシステム内のノズルによって含まれる圧力損失を補償するために必要でした。圧力と回転速度は、圧力圧力計とレーザータコメーター（またはストロボスコープ）を使用して測定されました。圧力圧力計、ストロボスコープ、および乾球温度検出器の不確かさは、0 ～ 1.33 キロパスカルの範囲では 0.001 ～ 0.005 キロパスカル、40 ～ 35,000 回転/分の範囲では 0.1 ～ 1 回転/分でした。 0 ～ 60 °C の範囲ではそれぞれ - 分、0.07 °C。

アウトレットチャンバーのセットアップのための実験試験設備の概略図。

図 7 は、ASF なしおよび ASF を取り付けた場合の \(Q\) – \(P\) 曲線 (左) と、ASF を取り付けた場合の全圧上昇の増減率 (右) を示しています。ここでは、表 2 に設定した基準に対応する ASF を優先的に比較しました。何もない場合、正の勾配は 0.8 \({\varPhi }_{d}\) 未満の失速流量に含まれます。しかし、ASF を付着させた場合には、ASF を付着させなかった場合に含まれていたプラスの傾きが完全に反転してマイナスになった。 ASF を取り付けた軸流ファンは、失速流量における性能低下を安定して回復し、0.5 \({\varPhi }_{d}\) までの負の勾配を形成することができました。厳密な宣言になりますが、ASF の機能制限は、\(Q\)–\(P\) 曲線が 0.5 \({\varPhi }_{d) を超える流量範囲で負の勾配を形成するかどうかによって評価される必要があります。 }\)。

ASFなしとASF装着のそれぞれの\(Q\)–\(P\)曲線(左)とASFありの場合の全圧上昇の増減率(右)。

周方向速度 (\({v}_{\theta }\))、軸方向速度 (\({v}_{a}\))、静圧 (\({\varPsi }_{s}) の各等高線ブレードＬＥ近傍の断面における\))を図２、図３に示す。正面図として図９、１０、１１を示す。断面は図８の断面線に基づく。【図８】図４の観察窓の拡大図である。図。図 9、10、および 11 の左側にはそれぞれの凡例があり、図 8 の凡例は \(Q\) 基準に関するその後の説明のためのものです。周速度等高線（図9）は翼の回転方向に対して強いほど高い値を示し、軸方向速度等高線（図10）は下流側の成分が強いほど高い値を示します。各断面の同心円は、ハブ (0) からシュラウド (1) まで 0.1 ごとにマークされます。何もない場合、 \({v}_{\theta }\) と \({v}_{a}\) の各負の部分 (図 9a、10a) は、より太いスパンにわたって徐々に発達しました。流量が減少しました。ここで、負の \({v}_{\theta }\) の部分は、各流量点での負の \({v}_{a}\) の部分よりも厚くなっています。つまり \({v}_{ \theta }\) には、シュラウドからより深いスパンまでの後方向 (逆流) および前方向の成分が含まれていました。これは、円周方向の回転により軸方向の再循環が形成されたことを意味します。しかし、これらの流れパターンはほとんどが ASF によって制御されていました (図 9b、10b を参照)。これは、ASF が失速流量の正の勾配を抑制できる主な原因として確認できました。何もない場合の図 11a では、流量が減少するにつれて静圧が減少しました。理論的な観点から見ると、流量の減少は入口静圧の増加を意味します。しかし、図10aに示すように、逆流は流路の詰まりとして作用し、主流の\({v}_{a}\)の増加を引き起こす可能性があります。一方、ASF を取り付けた場合の図 11b では、流量の減少に伴って静圧が増加しました。一方、ASFの各圧力側と吸引側（図8）は、図11bで識別できます。

図4の観察窓のガイド。

(a) なしの場合と (b) ASF を取り付けた場合のそれぞれの断面上の周速度 (\({v}_{\theta }\)) コンター (0.5 ～ 0.7 \({\varPhi }_{d}\) ）。

(a) なしの場合と (b) ASF が取り付けられた場合のそれぞれの断面上の軸方向速度 (\({v}_{a}\)) コンター (0.5 ～ 0.7 \({\varPhi }_{d}\)) 。

(a) なしの場合と (b) ASF を取り付けた場合のそれぞれの断面上の静圧 (\({\varPsi }_{s}\)) コンター (0.5 ～ 0.7 \({\varPhi }_{d}\) ）。

内部流れ場のさらなる詳細として、図 3 に示します。図 12 と 13 は、図 8 のガイドに基づいて説明されました。赤い円周線は 0.1 \({D}_{2}\) ごとの軸座標を示し、ブレードの LE ラインは図 3 の \(x\) 軸上の 0.3 に対応します。凡例のない限界流線 (白色) は、軸を通過する仮想平面上にプロットされました。仮想平面は、図 8 では透明として扱われますが、図 8 と図 9 では不透明 (黒) として扱われます。 12と13。渦同定法（\(Q\)-criterion24）は、図8の凡例の周速度等高線で覆われた等値面で採用されており、周速度等高線は風に強いほど高い値を示します。ブレードの回転方向。シュラウドは想像上の平面が重ね合わされた 3 次元ビューであるため、図はシュラウドに焦点を当てています。何もない場合（図 12）、流量が減少するにつれてブレード LE からの逆流（制限流線）と回転成分（\(Q\) 基準）が上流に向かって強く発達しました。予想どおり、ASF を取り付けた場合、逆流と回転成分はほぼ抑制されました (図 13)。 ASFの正圧側で孤立した渦は速度をほとんど失い、負圧側に通過できないため、流路内に不安定が生じにくい。図との組み合わせから。図９および図１０に示すように、フィン間ピッチ内の残留逆流および回転成分は、０．９スパン以下には侵入しなかった。このセクションの結果から、ASF のメカニズムは次のように言えます。逆流の発生を防止し、周方向の速度成分を軸方向に向け直すことです。一方、図の上記の脚注は次のとおりです。図１２および図１３は、以下のセクションの図にも同様に適用される。

制限流線と \(Q\) 基準がない場合の内部流れ場 (0.5 ～ 0.7 \({\varPhi }_{d}\))。

ASF が接続されている場合の制限流線と \(Q\) 基準を備えた内部流れ場 (0.5 ～ 0.7 \({\varPhi }_{d}\))。失速防止機構。

表 2 の基準セットから、\({l}_{r}\) は変数範囲内で評価されました。図 14a は、\(Q\)-\(P\) 曲線 (左) と勾配 (\({a}_{{x}_{1}\leftrightarrow {x}_{2}}\) を示しています。右）各流量範囲で：

ここで、下付き文字 \({x}_{1}\) および \({x}_{2}\) は、設計流量に基づいて正規化された流量の倍数を示します。 \({l}_{r}/{D}_{2}=\) 0.01625 の ASF は、0.5 \({\varPhi }_{d}\) で機能を失いました。これは、ASF で阻止されるはずの回転流成分が ASF の底部を越えて吸込側に侵入したためである（図 14b 参照）。これにより、分離した渦コアがフィン間ピッチでねじれ、その周速度が基準値0.5 \({\varPhi }_{d}\)の場合よりも速くなった（図13）。ブレードとガイドベーンの間の逆流パターンは、0.5 \({\varPhi }_{d}\) で何もない場合とかなり似ていました (図 12)。逆流は下流に向かって強くなった。同様のメカニズム（図 14c を参照）から、\({l}_{r}/{D}_{2}=\) 0.01 の ASF は、0.6 \({\) 未満の流量範囲でその機能を失いました。 varPhi }_{d}\)。表 1 を思い出してください。\({\delta }_{t}/{D}_{2}=\) 0.0028、ここで \({\delta }_{t}\) はブレード間の先端クリアランスを示します。チップとケーシング。図 14a の右のグラフでは、\({l}_{r}\) は流量が低くなると徐々に感度が高くなります。一方、\({l}_{r}\) に対して ASF が機能を失った時点では、かなり急進的かつ急激な傾向が確認されました。これは、ASF が適切な \({l}_{r}\) を持っていれば、その機能をほとんど変更せずに維持できることを意味します。結果から、\({l}_{r}\) の機能制限は \({l}_{r}/{D}_{2}=\) 0.0225 以上と提案できます。

ASF の半径方向長さ (\({l}_{r}\)) の評価: (a) 各流量範囲における \(Q\) – \(P\) 曲線 (左) と勾配 (右)。 (b) \({l}_{r}/{D}_{2}=\) の内部流れ場 0.01625 at 0.5 \({\varPhi }_{d}\); (c) \({l}_{r}/{D}_{2}=\) 0.01 at 0.6 \({\varPhi }_{d}\) の内部流れ場。

\({l}_{a}\) の評価は図 15 から実行されました。図 15a では、\({l}_{a}/{D}_{2}=\) 0.05 の ASF 0.5 \({\varPhi }_{d}\) で機能を失いました。特に、その傾向は \({l}_{r}\) よりも顕著でした。つまり、\({l}_{a}\) は流量に敏感であるとして解析することが困難であり、ASF は失われました。その機能はより劇的に変化します。図 15b では、\({l}_{a}\) が短縮されたため、逆流と回転成分が十分にブロックされず、不利な流れパターンが ASF の LE を通過する可能性がありました。ここでは、約 0.2 ～ 0.3 \({D}_{2}\) の軸方向長さに相当する逆流がフィン間ピッチ内で発生しました。これは、0.5 \({\varPhi } _{d}\) (図 12)。予想通り、これには回転コンポーネントが伴いました。 ASFの吸込側には若干濾過された渦が確認されましたが、ASFの機能を果たすことはできませんでした。 \({l}_{a}\) の機能制限は、\({l}_{a}/{D}_{2}=\) 0.075 以上として提案される可能性があります。

ASF の軸長 (\({l}_{a}\)) の評価: (a) 各流量範囲における \(Q\) – \(P\) 曲線 (左) と傾き (右)。 (b) \({l}_{a}/{D}_{2}=\) 0.5 \({\varPhi }_{d}\) の内部流れ場。

図 16 は \(\delta\) の 1 因子分析を示しています。セクション 2 で述べたように、\(\delta\) が最も重要なパラメータになります。 2. 図 16a では、\(\delta /{D}_{2}=\) 0.05 を示す ASF は 0.7 \({\varPhi }_{d}\) でその機能を失いました。 \({l}_{r}\) や \({l}_{a}\) の場合とは異なり、機能を失う傾向は徐々にありました。 \(\delta\) が変数範囲を超えて広くなると、\({l}_{r}\) や \({l}_{a}\) のような急進的または劇的な傾向が得られることもありますが、説明はこの研究で定義された機能制限（勾配の反転）を前提としていると強調しました。経験的背景から、\(\delta\) の増加は、ブレード LE からの逆流を抑制する可能性が徐々に失われることを示唆しています。 \(\delta\) が増加するにつれて、図 12 で確認された環状渦コアは、流量ごとに徐々に元の強度を回復することができます。その結果、同じ流量（0.7 \({\varPhi }_{d}\)）の場合、図 12 とほぼ同一の形成が図 16b で確認されました。回転コンポーネントが ASF の TE と干渉しました。ただし、\(Q\) – \(P\) 曲線上に負の勾配を形成するには不十分でした。図16bでも、内部流れ場のパターン全体が何もない場合と同様に見えることを示しています。 ASFはいかなるパフォーマンスも演じなかった。したがって、\(\delta\) の機能制限は \(\delta /{D}_{2}=\) 0.04 以下として表す必要があります。 ASF を適用する前の注意事項として、ASF の TE とローターの LE の間の接触を防ぐために、子午面での事前の解析を強くお勧めします。推力に問題がある可能性がある高圧ファン（または流体機械）の場合も同様です。

ASF のアキシャルギャップ (\(\delta\)) の評価: (a) 各流量範囲における \(Q\)–\(P\) 曲線 (左) と傾き (右)。 (b) \(\delta /{D}_{2}=\) 0.05 at 0.7 \({\varPhi }_{d}\) の内部流れ場。

図 17 から、\(Z\) に対して 1 因子分析が実行されました。図 17a の 2 つのグラフに基づいて、 \(Z=\) 4 の場合の ASF は 0.5 \({\varPhi }_{d}\) で機能を失い、その傾向は急進的であると分析できます。図１７ｂでは、図４に示すように表示窓を拡張して、１つの完全なフィン間のピッチを示している。 1 ピッチ内の環状渦コアは、図 12 の同じ流量 (0.5 \({\varPhi }_{d}\)) で見られるものよりも抑制されているように見えました。しかし、\(Z\)が小さいため1ピッチの長さが長くなり、逆流成分や回転成分を十分に抑制できませんでした。 ASF は \(Z\) を除いて参照セットと同じ寸法を持っていましたが、ASF の正圧側と負圧側で強く発達した好ましくない流れパターンが観察されました。したがって、\(Z\) の機能制限は少なくとも 7 以上であることが特定されました。 ASFを適用する場合、ASF付きケーシングダクトを別途製作し、ASF非対応ケーシングダクト（既存のもの）と置き換える場合、つまり現場溶接や締結以外の工法を適用する場合には、ASF付きケーシングダクトを推奨する場合があります。ファンのブレードの数に等しい \(Z\) を選択します。各ブレード間のピッチにフィンを配置することにより、ローターを分解することなく、ASF が取り付けられたケーシングダクトを軸に平行な方向に押すことができます。

ASF のフィン数 (\(Z\)) の評価: (a) 各流量範囲における \(Q\)-\(P\) 曲線 (左) と傾き (右)。 (b) 0.5 \({\varPhi }_{d}\) における \(Z=\) 4 の内部流れ場。

\(\theta\) の評価は、図 2 に示すように各方向 (+ および \(-\)) に対して実行されました。「 + 」はブレードの回転方向の反対を示し、「\(-\)」はブレードの回転方向を示します。まず、図18aに示すように、\(\theta\) + 60°のASFは、\(\theta\)が次のように与えられたとき、0.5 \({\varPhi }_{d}\)でその機能を失いました。ブレードの回転方向とは逆方向であり、その傾向は過激でした。 ASF への +\(\theta\) の割り当ては、ASF の圧力側で隔離されるべき逆流コンポーネントと回転コンポーネントが凹んだ空間で絞り効果を受ける可能性があることを意味します。したがって、フィン間ピッチの内部流れパターン (図 18b) は、0.5 \({\varPhi }_{d}\) での基準セットの状態 (図 13) によく似ていましたが、逆流はそして、ASF の正圧側近くの回転部品により、上流へ向かう追加の逆流が発生し、その量は約 0.5 \({D}_{2}\) に達しました。この逆流は、0.5 \({\varPhi }_{d}\) では逆流がなかった場合よりもさらに強かった。図 19 は、\(\theta\) をブレードの回転方向と同じ方向に与えた結果を示しています。 \(\theta =\) \(-\) 60°の ASF は 0.5 \({\varPhi }_{d}\) でその機能を失いましたが、その傾向は急進的ではありませんでした (図 19a を参照)。この場合、ASF の正圧側の非分離流れが上流ではなく円周方向に沿って力を拡大し、負圧側にオーバーフローしたと考えられます (図 19b を参照)。結果から、 \(\theta\) の機能制限は \(\pm\) 45° 以内に存在する可能性があります。ここで、ASF が \(\theta\) に対して鈍感であることは、溶接または締結プロセス中に高濃度を必要としないため、追加の利点と考えることができます。なお、図２０は、図１９〜図２０の各右グラフを再表示したものである。 \({l}_{r}\) と \(\theta\) の間の相関を考慮するために、\({l}_{r}\) に関して 14a、18a、19a を参照します。ケーシングから ASF の底部の平均線までの長さは、ケーシングとフィンの交点の法線に基づいて推定されました。 \(\pm \theta\) を持つ ASF は、 \({D}_{2}\) 正規化 \({l}_{r) により 0.5 \({\varPhi }_{d}\) で機能を失いました。 }\) (\({l}_{r}/{D}_{2}\)) は約 0.029 と推定されました。したがって、意図的な \(\theta\) よりも、 \(\theta\) を使用せずに、対応して短い \({l}_{r}\) を示す ASF を接続する方が有利です。

ASF の正接線角 (\(+\theta\)) の評価: (a) 各流量範囲における \(Q\)–\(P\) 曲線 (左) と勾配 (右)。 (b) \(\theta =\) \(+\) 60° 0.5 \({\varPhi }_{d}\) の内部流れ場。

ASF の負の接線角 (\(-\theta\)) の評価: (a) 各流量範囲における \(Q\)–\(P\) 曲線 (左) と勾配 (右)。 (b) \(\theta =\) \(-\) 60°、0.5 \({\varPhi }_{d}\) の内部流れ場。

図 14a (黒)、18a (青)、および 19a (赤) の各右グラフを半径方向の長さ (\({l}_{r}\)) で再表示します。

この研究の ASF により、\(Q\)–\(P\) 曲線上で 0.5 \({\varPhi }_{d}\) を超える失速流量の負の勾配を形成することができました。基本原理は、逆流の発生を防止し、周方向の速度成分を軸方向に向け直すことでした。 ASF の機能限界は、基準セットに基づく各 1 因子分析によって評価され、ASF の圧力側の逆流および回転流の容積の減少から確認されました。 \({l}_{r}\)、\({l}_{a}\)、\(Z\)、+ \(\theta\) については、ASF は限界までその機能をほぼ維持しました。不安定性を防止しますが、特定の流量でその機能が根本的に失われます。 \(\delta\) と \(-\theta\) では、ASF は徐々にその機能を失いました。それぞれの制限は次のように要約できます。

\({l}_{r}/{D}_{2}=\) 0.0225 以上

\({l}_{a}/{D}_{2}=\) 0.075 以上

\(\delta /{D}_{2}=\) 0.04以下（子午線面と推力問題を考慮）

\(Z=\) 7 以上 (同じ数のファンのブレードを推奨)

\(\pm\) 45° 以内の \(\theta =\) (\(\theta\) を割り当てるのではなく、対応して短い \({l}_{r}\) を使用して ASF を適用することを推奨します)

一方、この研究の焦点は参照セットに基づく各 1 因子分析であったため、パラメーター間の相互作用には対処できませんでした。これは、実験計画法 (DOE)、感度分析、回帰式などの別の焦点から対処できます。さらに、さらに分析できるパラメータは、ASF の厚さとエッジの形状である可能性があります。ファンブレード入口の絶対流れ角に干渉する角度は、ASFの設計思想に反するため考慮していません。

現在の研究中に使用および/または分析されたデータセットは、合理的な要求に応じて、筆頭著者または責任著者から入手できます。

\(Q\)–\(P\) 曲線上の勾配

失速防止フィン

弦の長さ、\(\mathrm{m}\); 大文字の \(C\) のみ

絶対速度の子午線成分 \(\mathrm{m}/\mathrm{s}\)

数値流体力学

直径、m; 主にシュラウド（ケーシング）用

実験試験

体積力、\(\mathrm{kg}\,\mathrm{m}/{\mathrm{s}}^{2}\)

重力加速度、\(\mathrm{m}/{\mathrm{s}}^{2}\)、9.806

グリッド収束インデックス

乱流の運動エネルギー、\({\mathrm{m}}^{2}/{\mathrm{s}}^{2}\)

軸長、\(\mathrm{m}\); ASF用

半径方向の長さ、\(\mathrm{m}\); ASF用

最先端

回転速度、\(\mathrm{rpm}\)

比速度 (タイプ番号)、\(\mathrm{次元のない}\)

圧力、\(\mathrm{Pa}\); 主に全圧を表しますが、下付き文字または特定の脚注を付けて静圧を表すこともあります

圧力側（表面）

体積流量、\({\mathrm{m}}^{3}/\mathrm{s}\); これは、設計流量と下付き文字 d (または des) および ref|速度勾配テンソルの不変量 \(1/{\mathrm{s}}^{2}\) を持つ基準セットを表します。

半径、\(\mathrm{m}\)

正規化されたスパン。ハブ (0) からシュラウド (1)

ハブスパンの半径、\(\mathrm{m}\)

シュラウドスパンの半径、\(\mathrm{m}\)

レイノルズ平均ナビエ・ストークス

レイノルズ数、\(\mathrm{無次元}\)、\(\rho vD/\mu\)

再取り付け修正

ルートとは正方形を意味します

ブレード間のピッチ、\(\mathrm{m}\)|ひずみ速度の大きさ (\(\sqrt{2{S}_{ij}{S}_{ij}}\))

吸込側（表面）

せん断応力輸送

時間、\(\mathrm{s}\)

乱気流の強度

トレーリングエッジ

周方向（接線方向）速度、\(\mathrm{m}/\mathrm{s}\); 主に刃先用

軸速度、\(\mathrm{m}/\mathrm{s}\)

周方向（接線方向）速度、\(\mathrm{m}/\mathrm{s}\)

フィンの数。 ASF用

軸座標、\(\mathrm{m}\)

軸方向の隙間、\(\mathrm{m}\); ASF用

先端クリアランス、\(\mathrm{m}\)

円周（接線）角度、\(^\circ\); ASF用

動粘性係数、\({\mathrm{m}}^{2}/\mathrm{s}\)、\(\mu/\rho\)

密度、\(\mathrm{kg}/{\mathrm{m}}^{3}\)、25 °C で 1.185

粘性応力テンソル、\(\mathrm{N}/{\mathrm{m}}^{2}\)

流量係数、\(\mathrm{無次元}\); これは、設計流量と下付き文字 d (または des) および ref を使用した基準セットを示します。

圧力係数、\(\mathrm{無次元}\); 主に総頭数を対象としますが、下付き文字または特定の脚注が付いた静的な頭数係数を示します。これは、設計流量と下付き文字 d (または des) および ref を使用した基準セットを示します。

渦度の大きさ (\(\sqrt{2{\omega }_{ij}{\omega }_{ij}}\))

角速度、\({\text{rad/s}}\)、\(d\theta {\text{/}}dt\)|乱流渦周波数、\(\frac{1}{\mathrm{s} }=\mathrm{Hz}\), \(k{\text{/[}}\nu \left( {\mu _{T} {\text{/}}\mu } \right){\text{ ]}}\) ここで \(\mu _{T} = \rho k{\text{/}}\omega\)

エック、B. ファン (Pergamon Press Inc.、ニューヨーク、1973 年)。

Google スカラー

ブライアー著、FP ファンハンドブック (ニューヨーク州マグロウヒル、1998 年)。

Google スカラー

Liang, F.、Xie, Z.、Xia, Z.、Zhou, M. 回転失速時の最初の 1.5 段航空エンジンファンの空力弾性シミュレーション。顎。 J. エアロノート。 33(2)、529–549 (2020)。

記事 Google Scholar

Zhang, L.、Zheng, Z.、Zhang, Q.、Wang, S. 2 段可変ピッチ軸流ファンにおける回転失速の進展中のエントロピー生成のシミュレーション。上級メカ。工学 https://doi.org/10.1177/1687814019846998 (2019)。

記事 Google Scholar

Sheard, AG & Corsini, A. トンネル換気ファンに対する空力失速の機械的影響。内部。 J. 回転マッハ。 2012、402763。https://doi.org/10.1155/2012/402763 (2012)。

記事 Google Scholar

リー、ＳＧら。 100馬力軸流ファンの翼端クリアランスが空力性能と非定常失速特性に及ぼす影響に関する数値研究。Ｊ．Ｍｅｃｈ．科学。テクノロジー。 34(12)、5117–5137。 https://doi.org/10.1007/s12206-020-1115-2 (2020)。

記事 Google Scholar

Rendu, Q.、Vahdati, M.、Salles, L. 遷音速ファンの失速フラッター源を特定するためのブレード振動の半径方向分解。 J.ターボマッハ。 141(10)、101011。https://doi.org/10.1115/1.4044484 (2019)。

記事 Google Scholar

Zhao, X.、Zhou, Q.、Yang, S. & Li, H. シュラウドのない産業用遠心圧縮機の回転失速誘発非同期ブレード振動解析。センサー 19、4995。https://doi.org/10.3390/s19224995 (2019)。

論文 ADS PubMed Central Google Scholar

Zhang, L.、Liang, S.、Hu, C. さまざまな失速条件下での遠心ファンの流れと騒音特性。数学。問題。工学 https://doi.org/10.1155/2014/403541 (2014)。

記事 Google Scholar

Čudina, M. 回転失速とサージによる羽根軸流ファンの流れの不安定性と騒音の発生。 SAEトランス。 J. Engines 104(3)、952104。https://doi.org/10.4271/952104 (1995)。

記事 Google Scholar

チェ、YS、キム、イー、リー、KY、ヤン、HM (2022) 失速防止構造とそれを含むAXIAL FAN (1071231、10-2022-0099333)。エルウム＆レオン知的財産法律事務所

Kim, YI、Lee, SY、Yang, HM、Lee, KY、Yang, SH、Choi, YS 軸流ファンの失速防止装置としての二次元プレートの応用に関する数値研究。 KSFM 夏期会議議事録、197–198 (2021)。

Menter, F. 工学用途のための 2 方程式渦粘性乱流モデル。 AIAA J. 32、1598–1605。 https://doi.org/10.2514/3.12149 (1994)。

記事 ADS Google Scholar

ANSYS ユーザーマニュアル。 (ANSYS Inc.、キャノンズバーグ、2019)。

Liu, B.、An, G. & Yu, X. 亜音速アキシャルコンプレッサーシミュレーション内でのせん断応力伝達モデルへの曲率補正と再取り付け修正の評価。手順研究所メカ。工学パート A J. パワーエネルギー https://doi.org/10.1177/0957650915595168 (2015)。

記事 Google Scholar

Brown, GJ、Fletcher, DF、Leggoe, JW & Whyte, DS 工業用晶析装置内で予測される流れ挙動に関する乱流モデル選択の調査 - RANS および URANS アプローチ。化学。工学解像度デス。 140、205～220。 https://doi.org/10.1016/j.cherd.2018.10.007 (2018)。

記事 CAS Google Scholar

Kim, YI, Choi, YU, Jeong, CY, Lee, KY & Choi, YS 壁取り付け型軸流ファンの静圧回復に対する、キャンバー長の異なる 2 次元および 3 次元設計のガイドベーンの効果。プロセス 9、1595。https://doi.org/10.3390/pr9091595 (2021)。

記事 Google Scholar

Kim, YI, Yang, HM, Lee, SY, Lee, KY, Yang, SH, & Choi, YS 低流量域における軸流ファンの失速特性に関する数値研究。 KSFM 冬季会議議事録、178–179 (2020)。

Lee, SG、Lee, KY、Yang, SH & Choi, YS インレットハブキャップの幾何学的パラメータによる軸流ファンの性能特性に関する研究。 KSFM J. 流体マッハ 22、5-12。 https://doi.org/10.5293/kfma.2019.22.4.005 (2019)。

記事 Google Scholar

Roache、PJ の視点: グリッド改良研究の統一レポートのための方法。 J. 流体工学 116(3)、405–413。 https://doi.org/10.1115/1.2910291 (1994)。

記事 Google Scholar

Celik、IB et al. CFD アプリケーションにおける離散化による不確実性の推定と報告の手順。 J. 流体工学 https://doi.org/10.1115/1.2960953 (2008)。

記事 Google Scholar

ANSI/AMCA 210-16: 認定された空力性能評価についてファンをテストする実験室の方法。 Air Movement and Control Association International, Inc. および米国加熱冷凍空調技術者協会 (2016)。

Choi, YS, Kim, DS & Yuon, JY ファンテスタの性能に対する流量安定化手段の影響。 KSFM J 流体マッハ 8、29 ～ 34 (2005)。

記事 Google Scholar

ハント、JCR、レイ、AA、モイン、P. (1988)。乱流の渦、流れ、収束ゾーン。数値シミュレーションデータベースを使用した乱流の研究: 1988 年夏期プログラムの議事録、93 ～ 208。 NASAエイムズ。

リファレンスをダウンロードする

本研究の失速防止方法は、特許出願（1071231、10-2022-0099333）により独創性が認められました。

本研究は、韓国政府（MOTIE）による韓国エネルギー技術評価計画研究院（KETEP）補助金（2021202080026D、可変装置を用いた流体機械の設計・運転状態診断のためのプラットフォーム技術と運転管理システムの開発）の支援を受けて実施されました。 AI/ICTについて）。

産業技術（グリーンプロセスおよびエネルギーシステム工学）、大田科学技術大学、韓国

キム・ヨンイン＆チェ・ヨンソク

韓国産業技術研究院クリーン生産システム研究院カーボンニュートラル技術研究開発部、天安、韓国

キム・ヨンイン、ヤン・ヒョンモ、リー・ギョンヨン、チェ・ヨンソク

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概念化、Y.-IK および Y.-SC。データキュレーション、Y.-IK および H.-MY。正式な分析、Y.-IK および Y.-SC。資金調達、K.-YL および Y.-SC。調査、Y.-IK および Y.-SC。方法論、Y.-IK および Y.-SC。プロジェクト管理、Y.-SC; ソフトウェア、H.-MY および K.-YL。監修、Y.-SC; 検証、Y.-IK および H.-MY。執筆 - 原案、Y.-IK および Y.-SC。執筆 - 査読および編集、Y.-IK および Y.-SC すべての著者が原稿の出版版を読み、同意しました。

チェ・ヨンソク氏への手紙。

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転載と許可

キム、イー、ヤン、HM、リー、ケンタッキー。他。軸流ファンの失速防止フィンの機能限界に関する数値的調査: 1 要因分析。 Sci Rep 12、15240 (2022)。 https://doi.org/10.1038/s41598-022-19530-9

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受信日: 2022 年 5 月 18 日

受理日: 2022 年 8 月 30 日

公開日: 2022 年 9 月 9 日

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